JP2002021070A - 多段拡径杭 - Google Patents
多段拡径杭Info
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 場所打ち杭における有効な引抜き抵抗力を確
保することができる算定式を明確にした多段拡径杭を提
供することにある。 【解決手段】 各軸部に拡径部を形成して成る多段拡径
杭において、各軸部を、拡径部による拡径部有効高さに
相当する軸先端部とこの軸先端部を除く軸頭部とで構成
すると見倣し、引抜き抵抗力（tＲ）を、拡径部の周面
摩擦力（tＱL）と、軸頭部の周面摩擦力（tＱd）と、杭
の自重（Ｗp）との総和に設定して成ることを特徴とす
る。ここで、拡径部の周面摩擦力（tＱL）は、下式で表
されることを特徴とする。 【式１】 Ｄi：ｉ番目の拡径部径（ｍ）、ｉ＝１，…，ｎ（ｎ：
拡径部数） Ｈi：ｉ番目の拡径部有効高さ（ｍ）、ｉ＝１，…，ｎ
（ｎ：拡径部数） τu：単位面積当りの極限周面摩擦力
保することができる算定式を明確にした多段拡径杭を提
供することにある。 【解決手段】 各軸部に拡径部を形成して成る多段拡径
杭において、各軸部を、拡径部による拡径部有効高さに
相当する軸先端部とこの軸先端部を除く軸頭部とで構成
すると見倣し、引抜き抵抗力（tＲ）を、拡径部の周面
摩擦力（tＱL）と、軸頭部の周面摩擦力（tＱd）と、杭
の自重（Ｗp）との総和に設定して成ることを特徴とす
る。ここで、拡径部の周面摩擦力（tＱL）は、下式で表
されることを特徴とする。 【式１】 Ｄi：ｉ番目の拡径部径（ｍ）、ｉ＝１，…，ｎ（ｎ：
拡径部数） Ｈi：ｉ番目の拡径部有効高さ（ｍ）、ｉ＝１，…，ｎ
（ｎ：拡径部数） τu：単位面積当りの極限周面摩擦力
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、多段拡径杭に係
り、特に多段拡径杭の引抜き抵抗力に関するものであ
る。地下水位が高い地盤で地下部分が深く建物重量より
基礎底の水圧が大きい構造物を建設する場合、浮力によ
り構造物が浮き上がる危険性がある。また、高層建築物
においては風や地震により水平力を受けると、建物に生
じる転倒モーメントにより基礎杭に引抜き力が作用す
る。現状、地下に杭がある場合においても基礎の引抜き
に対する抵抗には鉛直地盤アンカーや躯体の増打ち工法
を採用している。このような常時および地震時に作用す
る引抜き力に対し、場所打ちコンクリート杭の周面摩擦
力を確保するため、杭体の軸部を多段に拡径することに
よってリブ形状を設けた、多段拡径場所打ちコンクリー
ト杭が考えられる。この杭は、建物基礎に作用する引抜
き力に対して、通常の場所打ちコンクリート杭に比べ、
確実に、かつ、大きな引抜き抵抗力を発揮できる。本発
明は、この杭の引抜き抵抗力の算定方法に関するもので
ある。
り、特に多段拡径杭の引抜き抵抗力に関するものであ
る。地下水位が高い地盤で地下部分が深く建物重量より
基礎底の水圧が大きい構造物を建設する場合、浮力によ
り構造物が浮き上がる危険性がある。また、高層建築物
においては風や地震により水平力を受けると、建物に生
じる転倒モーメントにより基礎杭に引抜き力が作用す
る。現状、地下に杭がある場合においても基礎の引抜き
に対する抵抗には鉛直地盤アンカーや躯体の増打ち工法
を採用している。このような常時および地震時に作用す
る引抜き力に対し、場所打ちコンクリート杭の周面摩擦
力を確保するため、杭体の軸部を多段に拡径することに
よってリブ形状を設けた、多段拡径場所打ちコンクリー
ト杭が考えられる。この杭は、建物基礎に作用する引抜
き力に対して、通常の場所打ちコンクリート杭に比べ、
確実に、かつ、大きな引抜き抵抗力を発揮できる。本発
明は、この杭の引抜き抵抗力の算定方法に関するもので
ある。
【０００２】
【従来の技術】アースドリル工法を用いた場所打ち杭
は、施工時に安定液を満たして削孔するため、孔壁面に
安定液の膜（以下、泥膜）が生じる。この泥膜に安定液
の液圧が加わり、土圧による孔壁の崩壊を防止するので
あるが、そのために杭体と地盤の間には泥膜が介在する
ことになる。泥膜のせん断強度は地盤のそれに比べ通常
小さいため、杭体に作用する引抜き力を地盤に確実に伝
達できるとは限らない。また、粘性土地盤の場合には泥
膜の影響だけではなく、削孔の影響による孔壁面の緩み
や強度低下が考えられ、杭の周面摩擦力として地盤のせ
ん断強度を用いて良いか否かが不明確である。
は、施工時に安定液を満たして削孔するため、孔壁面に
安定液の膜（以下、泥膜）が生じる。この泥膜に安定液
の液圧が加わり、土圧による孔壁の崩壊を防止するので
あるが、そのために杭体と地盤の間には泥膜が介在する
ことになる。泥膜のせん断強度は地盤のそれに比べ通常
小さいため、杭体に作用する引抜き力を地盤に確実に伝
達できるとは限らない。また、粘性土地盤の場合には泥
膜の影響だけではなく、削孔の影響による孔壁面の緩み
や強度低下が考えられ、杭の周面摩擦力として地盤のせ
ん断強度を用いて良いか否かが不明確である。
【０００３】このため、日本建築学会の「建築基礎構造
設計指針」（pp.233、1988）では、場所打ち杭の周面摩
擦力度τの推定式は、砂質土においてはτ＝Ｎ／３と
し、Ｎ値は５０以下という上限値を設定している。ま
た、粘性土においては非排水せん断強度ｃuが小さい範
囲では、ｃuの値を用い（τ＝ｃu）、ｃu値が比較的大
きい過圧密粘土の場合、場所打ち杭の周面摩擦力度τの
過大評価につながるおそれもあるので、場所打ち杭の周
面摩擦力度τの上限値（例えば、１５tf/m2）が実務的
な観点から推奨されている。また、日本建築センターの
「地震力に対する建築物の基礎の設計指針」（pp.18-1
9、1984）では、場所打ち杭の引抜き抵抗力を算定する際
の杭周面摩擦力度の上限値が、かなり低く設定されてい
る（上限値は、砂質土および粘性土とも２．５tf/
m2）。
設計指針」（pp.233、1988）では、場所打ち杭の周面摩
擦力度τの推定式は、砂質土においてはτ＝Ｎ／３と
し、Ｎ値は５０以下という上限値を設定している。ま
た、粘性土においては非排水せん断強度ｃuが小さい範
囲では、ｃuの値を用い（τ＝ｃu）、ｃu値が比較的大
きい過圧密粘土の場合、場所打ち杭の周面摩擦力度τの
過大評価につながるおそれもあるので、場所打ち杭の周
面摩擦力度τの上限値（例えば、１５tf/m2）が実務的
な観点から推奨されている。また、日本建築センターの
「地震力に対する建築物の基礎の設計指針」（pp.18-1
9、1984）では、場所打ち杭の引抜き抵抗力を算定する際
の杭周面摩擦力度の上限値が、かなり低く設定されてい
る（上限値は、砂質土および粘性土とも２．５tf/
m2）。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】以上のような場所打ち
杭の周面摩擦力度τに関する学術的な知見や行政上の指
導を踏まえた杭の設計において、従来の場所打ち杭で大
きな引抜き力に抵抗させようとすると、杭本数、杭径、
杭長が増大し、コスト・工期面で他工法に比較して不利
となり、現状では場所打ち杭が引抜き抵抗に利用される
ことが少ない。
杭の周面摩擦力度τに関する学術的な知見や行政上の指
導を踏まえた杭の設計において、従来の場所打ち杭で大
きな引抜き力に抵抗させようとすると、杭本数、杭径、
杭長が増大し、コスト・工期面で他工法に比較して不利
となり、現状では場所打ち杭が引抜き抵抗に利用される
ことが少ない。
【０００５】なお、多段拡径場所打ち杭に関するもの
に、多段拡底場所打ち杭工法（特開平４−２６５３１２
号公報）がある。また、多段拡径の構成を有する引抜き
抵抗杭（特開平７−１４５６１６号公報）が知られてい
る。しかし、これらには引抜き抵抗の算定方法について
有効な開示がない。本発明は斯かる従来の問題点を解決
するためになされたもので、その目的は、場所打ち杭に
おける有効な引抜き抵抗力を確保することができる算定
式を明確にした多段拡径杭を提供することにある。
に、多段拡底場所打ち杭工法（特開平４−２６５３１２
号公報）がある。また、多段拡径の構成を有する引抜き
抵抗杭（特開平７−１４５６１６号公報）が知られてい
る。しかし、これらには引抜き抵抗の算定方法について
有効な開示がない。本発明は斯かる従来の問題点を解決
するためになされたもので、その目的は、場所打ち杭に
おける有効な引抜き抵抗力を確保することができる算定
式を明確にした多段拡径杭を提供することにある。
【０００６】
【課題を解決するための手段】請求項１に係る発明は、
各軸部に拡径部を形成して成る多段拡径杭において、各
軸部を、拡径部による拡径部有効高さに相当する軸先端
部とこの軸先端部を除く軸頭部とで構成すると見倣し、
引抜き抵抗力（tＲ）を、拡径部の周面摩擦力（tＱL）
と、軸頭部の周面摩擦力（tＱd）と、杭の自重（Ｗp）
との総和に設定して成ることを特徴とする。
各軸部に拡径部を形成して成る多段拡径杭において、各
軸部を、拡径部による拡径部有効高さに相当する軸先端
部とこの軸先端部を除く軸頭部とで構成すると見倣し、
引抜き抵抗力（tＲ）を、拡径部の周面摩擦力（tＱL）
と、軸頭部の周面摩擦力（tＱd）と、杭の自重（Ｗp）
との総和に設定して成ることを特徴とする。
【０００７】請求項２に係る発明は、請求項１記載の多
段拡径杭において、拡径部の周面摩擦力（tＱL）は、下
式で表されることを特徴とする。
段拡径杭において、拡径部の周面摩擦力（tＱL）は、下
式で表されることを特徴とする。
【式１】 Ｄi：ｉ番目の拡径部径（ｍ）、ｉ＝１，…，ｎ（ｎ：
拡径部数） Ｈi：ｉ番目の拡径部有効高さ（ｍ）、ｉ＝１，…，ｎ
（ｎ：拡径部数） τu：単位面積当りの極限周面摩擦力
拡径部数） Ｈi：ｉ番目の拡径部有効高さ（ｍ）、ｉ＝１，…，ｎ
（ｎ：拡径部数） τu：単位面積当りの極限周面摩擦力
【０００８】
【発明の実施の形態】以下、本発明を図面に示す実施形
態に基づいて説明する。
態に基づいて説明する。
【０００９】図１は、本実施形態に係る多段拡径杭を示
す。本実施形態に係る多段拡径杭１０は、杭先端部と杭
中間部にそれぞれ拡径部１２，１３が形成されている２
段拡径杭である。拡径部１２，１３には、それぞれ軸部
１４，１５が形成されている。ここで、軸部１４，１５
は、軸先端部１４Ａ，１５Ａと軸頭部１４Ｂ，１５Ｂと
で構成すると見倣している。
す。本実施形態に係る多段拡径杭１０は、杭先端部と杭
中間部にそれぞれ拡径部１２，１３が形成されている２
段拡径杭である。拡径部１２，１３には、それぞれ軸部
１４，１５が形成されている。ここで、軸部１４，１５
は、軸先端部１４Ａ，１５Ａと軸頭部１４Ｂ，１５Ｂと
で構成すると見倣している。
【００１０】図１において、Ｌｐは杭長、ｄは軸部径、
Ｄ1，Ｄ2は拡径部径、Ｈ1，Ｈ2は拡径部有効高さ（Ｈ1
＝２Ｄ1、Ｈ2＝２Ｄ2）を表す。ここで、拡径部有効高
さＨ1，Ｈ2は、拡径部１２，１３と軸先端部１４Ａ，１
５Ａの軸方向の長さの和を表す。本実施形態に係る拡底
杭を含む多段拡径杭１０では、杭先端部および杭中間部
を拡径するため、引抜き時に支圧効果が生じる。そし
て、拡径部１２，１３の外周端から上方に地盤内に発生
するせん断面でのせん断抵抗によって杭の周面摩擦力が
規定される。
Ｄ1，Ｄ2は拡径部径、Ｈ1，Ｈ2は拡径部有効高さ（Ｈ1
＝２Ｄ1、Ｈ2＝２Ｄ2）を表す。ここで、拡径部有効高
さＨ1，Ｈ2は、拡径部１２，１３と軸先端部１４Ａ，１
５Ａの軸方向の長さの和を表す。本実施形態に係る拡底
杭を含む多段拡径杭１０では、杭先端部および杭中間部
を拡径するため、引抜き時に支圧効果が生じる。そし
て、拡径部１２，１３の外周端から上方に地盤内に発生
するせん断面でのせん断抵抗によって杭の周面摩擦力が
規定される。
【００１１】したがって、場所打ちコンクリート杭の周
面摩擦力で問題となる杭体と地盤の間に介在する泥膜の
影響を受けることなく、杭体に作用する引抜き力を確実
に地盤に伝達することができる。また、粘性土地盤にお
いては、削孔の影響による孔壁面の緩みや強度低下が少
ない孔壁面より離れた位置におけるせん断面でのせん断
抵抗を考慮することができる。このことを、泥膜や削孔
の影響を考慮できる実大規模の多段拡径杭の引抜き実験
によって確認し、この実験結果に基づき、通常の場所打
ち杭の周面摩擦力の推定式に比べ、大きな周面摩擦力の
算定値を与える多段拡径杭の周面摩擦力の算定方法によ
って達成できることを見出した。
面摩擦力で問題となる杭体と地盤の間に介在する泥膜の
影響を受けることなく、杭体に作用する引抜き力を確実
に地盤に伝達することができる。また、粘性土地盤にお
いては、削孔の影響による孔壁面の緩みや強度低下が少
ない孔壁面より離れた位置におけるせん断面でのせん断
抵抗を考慮することができる。このことを、泥膜や削孔
の影響を考慮できる実大規模の多段拡径杭の引抜き実験
によって確認し、この実験結果に基づき、通常の場所打
ち杭の周面摩擦力の推定式に比べ、大きな周面摩擦力の
算定値を与える多段拡径杭の周面摩擦力の算定方法によ
って達成できることを見出した。
【００１２】本発明のポイントは、杭引抜き時に地盤内
に拡径部径Ｄ1，Ｄ2を直径とする鉛直円筒すべり面を想
定し、拡径部１２，１３の支圧効果を含んだすべり面上
に発揮されるせん断抵抗力を杭の周面摩擦力として、実
大規模の杭の引抜き実験結果に基づき、その算定式を地
盤調査から求まるＮ値（砂質土の場合）および非排水せ
ん断強度ｃu値（粘性土の場合）の関数として表現した
点である。
に拡径部径Ｄ1，Ｄ2を直径とする鉛直円筒すべり面を想
定し、拡径部１２，１３の支圧効果を含んだすべり面上
に発揮されるせん断抵抗力を杭の周面摩擦力として、実
大規模の杭の引抜き実験結果に基づき、その算定式を地
盤調査から求まるＮ値（砂質土の場合）および非排水せ
ん断強度ｃu値（粘性土の場合）の関数として表現した
点である。
【００１３】すなわち、砂質土における拡径部１２，１
３の周面摩擦力については、拡径部径Ｄ1，Ｄ2を直径と
する鉛直円筒すべり面（すべり面の高さを拡径部有効高
さＨ 1，Ｈ2と呼称、Ｈ1＝２Ｄ1、Ｈ2＝２Ｄ2と仮定）上
に発揮される周面摩擦力が、τu＝Ｎ／２（tf/m2）で示
される周面摩擦力度τuを用いて算定でき、また、粘性
土における拡径部１２，１３の周面摩擦力については、
同じく拡径部径Ｄ1，Ｄ2を直径とする鉛直円筒すべり面
上に発揮される周面摩擦力が、粘性土の非排水せん断強
度ｃuに依存した低減係数β2（＝０．５〜１．０）を考
慮したτu（＝β2・ｃu）を用いて算定できる。
３の周面摩擦力については、拡径部径Ｄ1，Ｄ2を直径と
する鉛直円筒すべり面（すべり面の高さを拡径部有効高
さＨ 1，Ｈ2と呼称、Ｈ1＝２Ｄ1、Ｈ2＝２Ｄ2と仮定）上
に発揮される周面摩擦力が、τu＝Ｎ／２（tf/m2）で示
される周面摩擦力度τuを用いて算定でき、また、粘性
土における拡径部１２，１３の周面摩擦力については、
同じく拡径部径Ｄ1，Ｄ2を直径とする鉛直円筒すべり面
上に発揮される周面摩擦力が、粘性土の非排水せん断強
度ｃuに依存した低減係数β2（＝０．５〜１．０）を考
慮したτu（＝β2・ｃu）を用いて算定できる。
【００１４】したがって、この算定方法に基づく周面摩
擦力の算定値は、従来の場所打ち杭の周面摩擦力の算定
値と比較して、大きな周面摩擦力を与える結果となる。
ここで、拡径部１２，１３の支圧効果が及ぶ範囲である
拡径部有効高さＨ1，Ｈ2が、拡径部径１２，１３の径Ｄ
1，Ｄ2の２倍に相当するとした根拠（Ｈ1＝２Ｄ1、Ｈ2
＝２Ｄ2）について説明する。
擦力の算定値は、従来の場所打ち杭の周面摩擦力の算定
値と比較して、大きな周面摩擦力を与える結果となる。
ここで、拡径部１２，１３の支圧効果が及ぶ範囲である
拡径部有効高さＨ1，Ｈ2が、拡径部径１２，１３の径Ｄ
1，Ｄ2の２倍に相当するとした根拠（Ｈ1＝２Ｄ1、Ｈ2
＝２Ｄ2）について説明する。
【００１５】図２は、実大規模の杭の引抜き実験結果
で、周面摩擦力度の深度方向分布を示したものである。
図中、、、は、軸力推定のためのひずみ計設置深
度を示しており、各軸力差を周面積で除することより周
面摩擦力度を求めている。は杭先端部に設置されてお
り、〜間および〜間の距離は、それぞれ拡径部
径Ｄの１．５倍に相当し、〜間は拡径部径Ｄの３．
０倍に相当する。
で、周面摩擦力度の深度方向分布を示したものである。
図中、、、は、軸力推定のためのひずみ計設置深
度を示しており、各軸力差を周面積で除することより周
面摩擦力度を求めている。は杭先端部に設置されてお
り、〜間および〜間の距離は、それぞれ拡径部
径Ｄの１．５倍に相当し、〜間は拡径部径Ｄの３．
０倍に相当する。
【００１６】周面摩擦力度の深度方向分布より、〜
間に発揮されている最大周面摩擦力度τmaxは、τmax＝
２０tf/m2程度であり、通常の場所打ち杭の周面摩擦力
度と同等程度となり、引抜き時の拡径部の支圧効果が、
Ｈ＝３Ｄの範囲までは及ばないことが推定できる。一
方、〜間では、τmax＝５７tf/m2と非常に大きな値
を示しており、〜間の距離がＨ＝１．５Ｄではある
ものの、支圧効果が及ぶ範囲をＨ＝２Ｄとし、設計上の
周面摩擦力度τuを複数の実大規模の引抜き実験から求
まるτuに対して安全側に設定することによって、設計
上は問題ないと判断した。
間に発揮されている最大周面摩擦力度τmaxは、τmax＝
２０tf/m2程度であり、通常の場所打ち杭の周面摩擦力
度と同等程度となり、引抜き時の拡径部の支圧効果が、
Ｈ＝３Ｄの範囲までは及ばないことが推定できる。一
方、〜間では、τmax＝５７tf/m2と非常に大きな値
を示しており、〜間の距離がＨ＝１．５Ｄではある
ものの、支圧効果が及ぶ範囲をＨ＝２Ｄとし、設計上の
周面摩擦力度τuを複数の実大規模の引抜き実験から求
まるτuに対して安全側に設定することによって、設計
上は問題ないと判断した。
【００１７】以下に、多段拡径杭の引抜き抵抗力の算定
式、および拡底部（拡径部１２）を含む拡径部（以下、
拡径部）における周面摩擦力の実用的な算定方法を具体
的に示す。 （１）引抜き抵抗力（tＲ）の算定 引抜き抵抗力（tＲ）は、次式による。
式、および拡底部（拡径部１２）を含む拡径部（以下、
拡径部）における周面摩擦力の実用的な算定方法を具体
的に示す。 （１）引抜き抵抗力（tＲ）の算定 引抜き抵抗力（tＲ）は、次式による。
【００１８】tＲ＝tＱL＋tＱd＋Ｗp t ＱL：拡径部１２，１３の周面摩擦力（下記（２）に示
す方法により算定）t Ｑd：拡径部１２，１３による拡径部有効高さＨ1，Ｈ2
に相当する軸先端部１４Ａ、１５Ａを除く軸頭部１４
Ｂ、１５Ｂの周面摩擦力（従来の算定方法により求め
る） Ｗp：杭の自重（地下水面下の部分については浮力を考
慮） （２）拡径部の周面摩擦力（tＱL）の算定 拡径部１２，１３の周面摩擦力（tＱL）は、次式１によ
る。拡径部１２，１３の周面摩擦力（tＱL）は、拡径部
１２，１３において算定される周面摩擦力の総和とす
る。
す方法により算定）t Ｑd：拡径部１２，１３による拡径部有効高さＨ1，Ｈ2
に相当する軸先端部１４Ａ、１５Ａを除く軸頭部１４
Ｂ、１５Ｂの周面摩擦力（従来の算定方法により求め
る） Ｗp：杭の自重（地下水面下の部分については浮力を考
慮） （２）拡径部の周面摩擦力（tＱL）の算定 拡径部１２，１３の周面摩擦力（tＱL）は、次式１によ
る。拡径部１２，１３の周面摩擦力（tＱL）は、拡径部
１２，１３において算定される周面摩擦力の総和とす
る。
【式１】 Ｄi：ｉ番目の拡径部径（ｍ）、ｉ＝１，…，ｎ（ｎ：
拡径部数） Ｈi：ｉ番目の拡径部有効高さ（ｍ）、、ｉ＝１，…，
ｎ（ｎ：拡径部数）、Ｈi＝２Ｄi（図１参照） τu：単位面積当りの極限周面摩擦力であり、拡径部に
おけるτuの値は下記ｉ）、ii）のいずれかによる。
拡径部数） Ｈi：ｉ番目の拡径部有効高さ（ｍ）、、ｉ＝１，…，
ｎ（ｎ：拡径部数）、Ｈi＝２Ｄi（図１参照） τu：単位面積当りの極限周面摩擦力であり、拡径部に
おけるτuの値は下記ｉ）、ii）のいずれかによる。
【００１９】ｉ）砂質土地盤における極限周面摩擦力度
の算定（図３参照） τu＝Ｎ／２（tf/m2） Ｎ：砂質土地盤における標準貫入試験によるＮ値 ただし、τuの上限値を３０tf/m2とする。 ii）粘性土地盤における極限周面摩擦力度の算定（図４
参照） τu＝β2・Ｃu（tf/m2） β2：粘性土の非排水せん断強度Ｃuに依存する低減係数 ０＜ｃu≦１０tf/m2のとき、β2＝１．０（低減なし）
１０tf/m2＜ｃu≦６０tf/m2のとき、β2＝−０．０１ｃ
u＋１．１ ｃu：粘性土の非排水せん断強度（tf/m2）、ｃu＝ｑu／
２としても可 ｑu：粘性土の一軸圧縮強度 ただし、τuの上限値を３０tf/m2とする。
の算定（図３参照） τu＝Ｎ／２（tf/m2） Ｎ：砂質土地盤における標準貫入試験によるＮ値 ただし、τuの上限値を３０tf/m2とする。 ii）粘性土地盤における極限周面摩擦力度の算定（図４
参照） τu＝β2・Ｃu（tf/m2） β2：粘性土の非排水せん断強度Ｃuに依存する低減係数 ０＜ｃu≦１０tf/m2のとき、β2＝１．０（低減なし）
１０tf/m2＜ｃu≦６０tf/m2のとき、β2＝−０．０１ｃ
u＋１．１ ｃu：粘性土の非排水せん断強度（tf/m2）、ｃu＝ｑu／
２としても可 ｑu：粘性土の一軸圧縮強度 ただし、τuの上限値を３０tf/m2とする。
【００２０】ここで、図３，図４について説明する。図
３，図４は、地盤の強度定数（砂質土の場合は換算Ｎ
値、粘性土の場合は非排水せん断強度ｃu）と周面摩擦
力度を関連付けることを意図したものである。すなわ
ち、地盤調査等から地盤の強度定数が把握できると、こ
れらの図を用いて周面摩擦力度を求め、杭全体の引抜き
抵抗力が算定できる。
３，図４は、地盤の強度定数（砂質土の場合は換算Ｎ
値、粘性土の場合は非排水せん断強度ｃu）と周面摩擦
力度を関連付けることを意図したものである。すなわ
ち、地盤調査等から地盤の強度定数が把握できると、こ
れらの図を用いて周面摩擦力度を求め、杭全体の引抜き
抵抗力が算定できる。
【００２１】地盤の強度定数と周面摩擦力度を関連付け
るτuの設定曲線を、実大規模の引抜き実験結果に基づ
き求めた。図３、図４中に示した点は、実大の多段拡径
杭の引抜き実験から求まるτuとＮ値（砂質土の場合）
およびτuとｃu（粘性土の場合）の関係をプロットした
ものである。記号の右肩の矢印は、周面摩擦力度がまだ
極限に至っていないことを示す。各プロットにおける横
軸の地盤の強度定数は各引抜き実験が実施された地盤に
おける調査・試験等から求めている。また、縦軸に示さ
れた最大周面摩擦力度は、下記に示す方法で求めてい
る。
るτuの設定曲線を、実大規模の引抜き実験結果に基づ
き求めた。図３、図４中に示した点は、実大の多段拡径
杭の引抜き実験から求まるτuとＮ値（砂質土の場合）
およびτuとｃu（粘性土の場合）の関係をプロットした
ものである。記号の右肩の矢印は、周面摩擦力度がまだ
極限に至っていないことを示す。各プロットにおける横
軸の地盤の強度定数は各引抜き実験が実施された地盤に
おける調査・試験等から求めている。また、縦軸に示さ
れた最大周面摩擦力度は、下記に示す方法で求めてい
る。
【００２２】引抜き実験結果から求まる最大周面摩擦力
度τmaxは、次式による。 τmax＝（Ｐi+1−Ｐi）／（ψp・Ｌi） Ｐi+1、Ｐi：軸方向に２Ｄiの距離だけ離れた各断面に
おける軸力（tf）、Ｐiは拡径部先端深度における軸力 ψp ：ひずみ測定間の杭の周長（m）、ここで
は、拡径部径 Ｄiから周長を算定 Ｌi ：ひずみ測定間の距離（m）、ここでは、Ｌi
＝２Ｄi 設定曲線がこれらのプロットを包絡しない、すなわち、
地盤の強度定数に対して、引抜き試験から推定される最
大周面摩擦力度を上回らない（設計上、安全側である）
ように、また、周面摩擦力度が極限に至っていない実験
結果があることも考慮してτuの推定曲線を設定した。
度τmaxは、次式による。 τmax＝（Ｐi+1−Ｐi）／（ψp・Ｌi） Ｐi+1、Ｐi：軸方向に２Ｄiの距離だけ離れた各断面に
おける軸力（tf）、Ｐiは拡径部先端深度における軸力 ψp ：ひずみ測定間の杭の周長（m）、ここで
は、拡径部径 Ｄiから周長を算定 Ｌi ：ひずみ測定間の距離（m）、ここでは、Ｌi
＝２Ｄi 設定曲線がこれらのプロットを包絡しない、すなわち、
地盤の強度定数に対して、引抜き試験から推定される最
大周面摩擦力度を上回らない（設計上、安全側である）
ように、また、周面摩擦力度が極限に至っていない実験
結果があることも考慮してτuの推定曲線を設定した。
【００２３】ここで、τu＝Ｎ／２（tf/m2）、上限３０
tf/m2、低減係数β2について説明する。拡径部１２，１
３の支圧効果が及ぶ範囲である拡径部有効高さＨ1，Ｈ2
が、拡径部径Ｄ1，Ｄ2の２倍に相当するとして、複数の
実大規模の引抜き実験結果を整理した図が、図３、図４
である。図中の各点は、ひとつひとつの引抜き実験結果
に相当する。
tf/m2、低減係数β2について説明する。拡径部１２，１
３の支圧効果が及ぶ範囲である拡径部有効高さＨ1，Ｈ2
が、拡径部径Ｄ1，Ｄ2の２倍に相当するとして、複数の
実大規模の引抜き実験結果を整理した図が、図３、図４
である。図中の各点は、ひとつひとつの引抜き実験結果
に相当する。
【００２４】したがって、図中の各点を包絡しないよう
に周面摩擦力度を与える曲線を設定すれば、引抜き抵抗
力を算定する際に、安全側でしかも従来の算定値に比べ
大きな周面摩擦力度が算定できることになる。τu＝Ｎ
／２（tf/m2）、上限３０tf/m2の根拠は、上記のように
実験結果に基づき、算定曲線を設定したものである。
に周面摩擦力度を与える曲線を設定すれば、引抜き抵抗
力を算定する際に、安全側でしかも従来の算定値に比べ
大きな周面摩擦力度が算定できることになる。τu＝Ｎ
／２（tf/m2）、上限３０tf/m2の根拠は、上記のように
実験結果に基づき、算定曲線を設定したものである。
【００２５】また、粘性土の場合の低減係数β2の場合
分けは、Tomlinson（Ｍ.Ｊ. Tomlinson and R. Boorman
; Foundation Design and Construction Sixth Editio
n, Longman Scientific & Technical, pp.281, 1995.）
が示した低減係数の考え方を参照したものである。ただ
し、Tomlinsonは粘性土の非排水せん断強度が約２０tf/
m2までのデータしか示していないのに対し、本発明にお
いては、約１２０tf/m 2までの設定曲線を明示してい
る。
分けは、Tomlinson（Ｍ.Ｊ. Tomlinson and R. Boorman
; Foundation Design and Construction Sixth Editio
n, Longman Scientific & Technical, pp.281, 1995.）
が示した低減係数の考え方を参照したものである。ただ
し、Tomlinsonは粘性土の非排水せん断強度が約２０tf/
m2までのデータしか示していないのに対し、本発明にお
いては、約１２０tf/m 2までの設定曲線を明示してい
る。
【００２６】なお、上記実施形態では、杭先端部と杭中
間部にそれぞれ拡径部１２，１３を設けた場合について
説明したが、本発明はこれに限定するものではなく、拡
径部の数は任意である。図５は、本発明に係る多段拡径
杭と従来の算定方法による多段拡径杭との比較を示す説
明図である。
間部にそれぞれ拡径部１２，１３を設けた場合について
説明したが、本発明はこれに限定するものではなく、拡
径部の数は任意である。図５は、本発明に係る多段拡径
杭と従来の算定方法による多段拡径杭との比較を示す説
明図である。
【００２７】図５に示すような地盤に構築された多段拡
径杭の引抜き抵抗力を各算定方法に従って求める。 1）従来法（学会式） t Ｒ＝π×2.0×10×1.0＋π×2.0×10×10＋π×2.0×10×15＋131.9 ＝62.8＋628.3＋942.5＋131.9 ＝1765.5 ton 2）従来法（建築センター式） t Ｒ＝π×2.0×10×0.5＋π×2.0×10×2.5＋π×2.0×10×2.5＋131.9 ＝31.4＋157.1＋157.1＋131.9 ＝477.5 ton 3）本発明による方法 t Ｒ＝π×2.0×10×1.0＋(π×2.0×4.8×10＋π×2.6×5.2×15) ＋(π×2.0×4.8×15＋π×2.6×5.2×30)＋131.9 ＝62.8＋938.7＋1726.6＋131.9 ＝2860.0 ton 以上の結果から、本発明に係る算定方法による場所打ち
杭は、従来の算定方法による場所打ち杭に比べ大きな引
抜き抵抗力を有していることが確認でき、さらに、大き
な引抜き抵抗力が確保できる多段拡径場所打ち杭の設計
が可能となることが確認できた。
径杭の引抜き抵抗力を各算定方法に従って求める。 1）従来法（学会式） t Ｒ＝π×2.0×10×1.0＋π×2.0×10×10＋π×2.0×10×15＋131.9 ＝62.8＋628.3＋942.5＋131.9 ＝1765.5 ton 2）従来法（建築センター式） t Ｒ＝π×2.0×10×0.5＋π×2.0×10×2.5＋π×2.0×10×2.5＋131.9 ＝31.4＋157.1＋157.1＋131.9 ＝477.5 ton 3）本発明による方法 t Ｒ＝π×2.0×10×1.0＋(π×2.0×4.8×10＋π×2.6×5.2×15) ＋(π×2.0×4.8×15＋π×2.6×5.2×30)＋131.9 ＝62.8＋938.7＋1726.6＋131.9 ＝2860.0 ton 以上の結果から、本発明に係る算定方法による場所打ち
杭は、従来の算定方法による場所打ち杭に比べ大きな引
抜き抵抗力を有していることが確認でき、さらに、大き
な引抜き抵抗力が確保できる多段拡径場所打ち杭の設計
が可能となることが確認できた。
【００２８】
【発明の効果】本発明によれば、多段拡径杭の引抜き抵
抗力の算定式を用いることにより、従来の場所打ち杭に
比べ大きな引抜き抵抗力が確保できる多段拡径場所打ち
杭の設計が可能となる。本発明により信頼性の高い引抜
き抵抗杭の具現化が図れ、従来、基礎の引抜き力に抵抗
するために採用していた躯体の増打ちや、永久アンカー
の施工を削減した合理的な建物の計画が可能となる。
抗力の算定式を用いることにより、従来の場所打ち杭に
比べ大きな引抜き抵抗力が確保できる多段拡径場所打ち
杭の設計が可能となる。本発明により信頼性の高い引抜
き抵抗杭の具現化が図れ、従来、基礎の引抜き力に抵抗
するために採用していた躯体の増打ちや、永久アンカー
の施工を削減した合理的な建物の計画が可能となる。
【図１】本発明に係る多段拡径杭を示す側面図である。
【図２】実大規模の杭の引抜き実験結果を示すグラフで
ある。
ある。
【図３】拡径部の最大周面摩擦力度と換算Ｎ値との関係
（砂質土）を示すグラフである。
（砂質土）を示すグラフである。
【図４】拡径部の最大周面摩擦力度とｃu（ｑu／２）の
関係（粘性土）を示すグラフである。
関係（粘性土）を示すグラフである。
【図５】本発明に係る多段拡径杭と従来の算定方法によ
る多段拡径杭との比較を示す説明図である。
る多段拡径杭との比較を示す説明図である。
１０ 多段拡径杭 １２，１３ 拡径部 １４，１５ 軸部 １４Ａ、１５Ａ 軸先端部 １４Ｂ，１５Ｂ 軸頭部 Ｌｐ 杭長 ｄ 軸部径 Ｄ1，Ｄ2 拡径部径 Ｈ1，Ｈ2 拡径部有効高さ
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 丸岡 正夫 千葉県印西市大塚１丁目５番地１ 株式会 社竹中工務店技術研究所内 Ｆターム(参考） 2D041 AA01 BA22 CA03 DA01
Claims (2)
- 【請求項１】 各軸部に拡径部を形成して成る多段拡径
杭において、各軸部を、拡径部による拡径部有効高さに
相当する軸先端部とこの軸先端部を 除く軸頭部とで構成すると見倣し、引抜き抵抗力
（tＲ）を、拡径部の周面摩擦力（tＱL）と、軸頭部の
周面摩擦力（tＱd）と、杭の自重（Ｗp）との総和に設
定して成ることを特徴とする多段拡径杭。 - 【請求項２】 請求項１記載の多段拡径杭において、 拡径部の周面摩擦力（tＱL）は、下式で表されることを
特徴とする多段拡径杭。 【式１】 Ｄi：ｉ番目の拡径部径（ｍ）、ｉ＝１，…，ｎ（ｎ：
拡径部数） Ｈi：ｉ番目の拡径部有効高さ（ｍ）、ｉ＝１，…，ｎ
（ｎ：拡径部数） τu：単位面積当りの極限周面摩擦力
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2000203706A JP2002021070A (ja) | 2000-07-05 | 2000-07-05 | 多段拡径杭 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2000203706A JP2002021070A (ja) | 2000-07-05 | 2000-07-05 | 多段拡径杭 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2002021070A true JP2002021070A (ja) | 2002-01-23 |
Family
ID=18701079
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2000203706A Pending JP2002021070A (ja) | 2000-07-05 | 2000-07-05 | 多段拡径杭 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2002021070A (ja) |
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2006322257A (ja) * | 2005-05-20 | 2006-11-30 | Ohbayashi Corp | 拡径部の傾斜面に作用する支圧力を用いた節付杭の引抜抵抗力の計算方法、押込抵抗力の計算方法、節付杭の設計方法、節付杭 |
| JP2006322256A (ja) * | 2005-05-20 | 2006-11-30 | Ohbayashi Corp | 拡径部の傾斜面に作用する支圧力とせん断力とを用いた節付杭の引抜抵抗力の計算方法、押込抵抗力の計算方法、節付杭の設計方法、節付杭 |
| JP2006348578A (ja) * | 2005-06-16 | 2006-12-28 | Ohbayashi Corp | 拡径部の傾斜面に作用するせん断力を用いた節付杭の引抜抵抗力の計算方法、押込抵抗力の計算方法、節付杭の設計方法、節付杭 |
| JP2016125271A (ja) * | 2015-01-05 | 2016-07-11 | システム計測株式会社 | 杭の引抜き抵抗力の算定方法 |
| CN114960625A (zh) * | 2021-02-28 | 2022-08-30 | 江西基业科技集团有限公司 | 多段扩径混凝土灌注桩的施工方法 |
| JP7447652B2 (ja) | 2020-04-13 | 2024-03-12 | 株式会社大林組 | 引抜き抵抗力の評価方法 |
| JP7447654B2 (ja) | 2020-04-14 | 2024-03-12 | 株式会社大林組 | 節付き杭の節部における引抜き抵抗力の算定方法 |
-
2000
- 2000-07-05 JP JP2000203706A patent/JP2002021070A/ja active Pending
Cited By (10)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2006322257A (ja) * | 2005-05-20 | 2006-11-30 | Ohbayashi Corp | 拡径部の傾斜面に作用する支圧力を用いた節付杭の引抜抵抗力の計算方法、押込抵抗力の計算方法、節付杭の設計方法、節付杭 |
| JP2006322256A (ja) * | 2005-05-20 | 2006-11-30 | Ohbayashi Corp | 拡径部の傾斜面に作用する支圧力とせん断力とを用いた節付杭の引抜抵抗力の計算方法、押込抵抗力の計算方法、節付杭の設計方法、節付杭 |
| JP4658685B2 (ja) * | 2005-05-20 | 2011-03-23 | 株式会社大林組 | 拡径部の傾斜面に作用する支圧力を用いた節付杭の引抜抵抗力の計算方法、押込抵抗力の計算方法、節付杭の設計方法、節付杭 |
| JP4658684B2 (ja) * | 2005-05-20 | 2011-03-23 | 株式会社大林組 | 拡径部の傾斜面に作用する支圧力とせん断力とを用いた節付杭の引抜抵抗力の計算方法、押込抵抗力の計算方法、節付杭の設計方法、節付杭 |
| JP2006348578A (ja) * | 2005-06-16 | 2006-12-28 | Ohbayashi Corp | 拡径部の傾斜面に作用するせん断力を用いた節付杭の引抜抵抗力の計算方法、押込抵抗力の計算方法、節付杭の設計方法、節付杭 |
| JP2016125271A (ja) * | 2015-01-05 | 2016-07-11 | システム計測株式会社 | 杭の引抜き抵抗力の算定方法 |
| JP7447652B2 (ja) | 2020-04-13 | 2024-03-12 | 株式会社大林組 | 引抜き抵抗力の評価方法 |
| JP7447654B2 (ja) | 2020-04-14 | 2024-03-12 | 株式会社大林組 | 節付き杭の節部における引抜き抵抗力の算定方法 |
| CN114960625A (zh) * | 2021-02-28 | 2022-08-30 | 江西基业科技集团有限公司 | 多段扩径混凝土灌注桩的施工方法 |
| CN114960625B (zh) * | 2021-02-28 | 2023-12-15 | 江西基业科技集团有限公司 | 多段扩径混凝土灌注桩的施工方法 |
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